Field tests on large deformation control method for surrounding rock of deep tunnel in fault zone with high geostress
-
摘要: 针对新莲隧道大埋深、高地应力、大变形凸显的实际情况,开展单层支护、双层支护、刚性强支、超前导洞+扩挖方案下支护受力及变形控制方法现场试验研究。结果表明：①原设计方案1支护偏弱不足以抵抗围岩形变压力,平导支护应力超过设计应力值率达100%,正洞支护侵限严重,换拱率100%；②“让抗结合”的双层支护方案2,下台阶与仰拱同步施作,不利于下部围岩应力释放,仰拱隆起开裂,边墙换拱率84%；变更下台阶与仰拱分段施作后,仰拱应力缓慢释放,大变形得以控制；③采用“刚性强支”理念的方案3,增设了“H175型钢+大拱脚靴套+锁脚锚杆套管”,提升了拱架整体刚度,最大收敛变形速率减小42.4%、月开挖进尺达90 m；④采取“超前导洞+扩挖”的方案4,实现了应力分阶段缓释,大变形得到有效控制,但纤维混凝土的应用及超前导洞支护的拆除增加了成本和工序。建议跨断裂破碎带段采用经济合理、工序简便、支护调整灵活的方案3进行施工,方案4可作为更大围岩变形的预备方案。同时拱顶预留变形量可近似按边墙预留变形量的1/2留设。Abstract: In view of the actual situation of large buried depth, high crustal stress and large deformation of Xinlian tunnel, field tests on support force and deformation control methods are carried out with single-layer support, double-layer support, rigid strong support, advanced pilot tunnel + expansion scheme. The results show that: (1) The original design scheme No.1 is not strong enough to resist the deformation pressure of surrounding rock. The stress ratio of flat guide support exceeds the design stress value by 100%, the invading limit of support is serious, and the arch replacement rate is 100%. (2) The double-layer support scheme No.2 of combining resistance with resistance is adopted. The synchronous operation of lower bench and inverted arch simplifies the operation sequence, but it is not conducive to stress release. The inverted arch is uplift crack and the rate of changing arch of side wall is 84%. When the lower bench and the inverted arch are sectioned and operated, the stress in the inverted arch is slowly released, and the large deformation is controlled. (3) Scheme No. 3 of rigid strong support by 'H175 steel+large arch boot sleeve+lock foot anchor sleeve’ is adopted, the overall rigidity of the arch is improved, the maximum convergence deformation rate is reduced by 42.4%, and the excavation per month can reach more than 90 m. (4) Scheme No. 4 of 'leading tunnel + enlarging excavation’ is adopted to realize the stress release by stages, and the large deformation is effectively controlled. However, the application of fiber-reinforced concrete and the demolition of leading tunnel support increase the cost and process. Scheme No.3 is recommended of for its economical rationality, simple construction procedure, and flexible support adjustment. Scheme No.4 can be as a preparation scheme for larger deformation of surrounding rock. At the same time, the reserved deformation of vault can be approximately 1/2 of the reserved deformation of side wall.
-
0. 引言
成都市主城八区均下伏中等风化泥岩,埋深一般为-0.5～-35m,层厚十几米到几十米不等[1-2],工程性质差,承载力估算困难。随着成渝地区双城经济圈建设的深度推进,成都地区已开建或筹建的高层、超高层建筑的基础持力层均涉及中等风化泥岩,研究该类岩体的承载能力具有一定的工程意义。
江苏[3]、广东[4]、重庆[5]等地在实践中逐渐修正了规范[6]对软岩地基承载力的取值建议,提出了不同岩石单轴抗压强度分区所对应的折减系数及承载力；长沙、兰州等地以岩基载荷试验为主,辅以点荷载试验、旁压试验等,提出了泥岩承载力的界定标准[7-9]；并通过不同类型试验结果的对比,探讨了影响地基承载力取值的因素[10-11],指出确定地基承载力时应考虑岩体的物理力学性质、成因、年代、地下水及其变化情况、建筑物对沉降及差异沉降的要求等[12]。成都地标DB51/T5026—2001[13]建议中等风化泥岩地基承载力特征值为500～1000 kPa,也可根据室内天然单轴抗压强度折减法确定地基承载力,工程实践表明规范条文存在两点不足。一方面是建议的承载力取值偏低,成都地区中风化泥岩极限承载力值试验值普遍分布在2000～6000 kPa,且主要集中在4000～6000 kPa[14],按照安全系数3考虑,其承载力特征值亦大于1000 kPa；另一方面,折减法确定承载力合宜性差,折减系数ψ的取值无既定条款可循,往往带有过多的人为因素,即使对同一类型、同一条件、同一环境的地基岩体,不同的设计人员也会取不同的ψ值,有时甚至出入较大,在没有原位试验的情况下,所提出的承载力缺乏依据,带有一定的随意性,对工程的安全性没有切实保障。在成都地区更为合理的取值研究至今鲜有突破,受到不少诟病。
综上,本文通过对24个场地约100余处原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验工程案例进行对比分析,讨论了成都地区中等风化泥岩计算公式中ψ值取值及其与承载力特征值的相关关系。进一步,结合成都高新区在建的某超高层建筑项目,采用原位平板载荷试验（9组）联合钻孔旁压试验法（17孔）针对性的探讨了该类岩体承载力特性,并分析了承压板尺寸等因素对承载能力发挥程度的影响。以上研究旨在探寻单轴抗压强度或旁压试验结果作为承载力设计依据的可能。
1. 成都中等风化泥岩特性
成都地区红层属于盆西小区[15],是最具代表性的近水平红层分布区。区内中等风化泥岩以J3p侏罗系蓬莱镇组上统和K2g白垩系中统灌口组为主（见图1）,其中J3p泥岩大范围的分布在成都天府新区高楼山—秦皇寺中央商务区—倒石桥一带,其他区域均为K2g泥岩,从城区东南方至西北方埋深为10～30 m,深度逐渐加深。
区内中等风化泥岩呈紫红色,层理清晰,风化裂隙较发育,巨厚层构造,整体结构。锤击易碎、声哑,用镐难挖掘,岩芯钻方可钻进。岩芯采取率达90%以上（图2）。通过对岩芯的X衍射和矿物成份分析,可知区内泥岩及其风化物含有超50%的SiO2、Al2O3、Fe2O3,其不同的组合构成了以蒙脱石、伊利石为主的片状黏土矿物。表1为岩体物理力学参数统计表。
表 1 中等风化泥岩物理力学性质统计表Table 1. Physical and mechanical properties of rock统计指标 天然密度/(g·cm-3) 单轴抗压强度/MPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 天然状态 饱和状态 天然状态 饱和状态 天然状态 饱和状态 最大值 2.62 9.67 8.20 1.2 0.85 40.1 38.6 最小值 2.30 2.71 1.56 0.4 0.23 33.7 31.4 平均值 2.48 6.00 3.88 0.8 0.49 37.9 35.5 样本容量 141 51 39 28 17 28 17 2. 原位平板载荷试验与岩石单轴抗压强度试验对比
目前成都地区确定岩石地基承载力特征值主要为岩石单轴抗压强度折减法和原位平板岩基载荷试验法：①第一种方法简便但计算结果与实际地基承载力有较大出入；②第二种计算方法得到的结果普遍被认为是真实的,但费时费力。
笔者整理了24个工程实例中约100个中等风化泥岩的原位平板载荷试验点的相关测试数据,开展了2种方法确定地基承载力的对比分析,结果见表2,试验点覆盖了成都主城八区,具有较好的代表性。需要说明的是,文中所示意的原位平板载荷试验点绝大多数未达到明显的极限荷载,因此岩基的承载力特征值确定标准：①极限荷载fu/3与比例界限荷载的较小值；②未达到极限状态取比例界限荷载。
表 2 岩基载荷试验与单轴抗压强度试验对比Table 2. Comparison between load tests and uniaxial compressive strength tests工程名称 工程地点 frk/MPa fa/kPa ψ 停载位移/mm 点数 隆鑫 成华区 4.00 2044 0.51 5.420 3 润都科技 成华区 4.00 1981 0.49 6.760 3 蓉华·上林 成华区 3.05 1841 0.60 3.990 8 1773 0.58 9.730 1861 0.61 8.680 科创中心 成华区 5.00 2263 0.45 18.370 8 东方荟 锦江区 5.00 2157 0.43 3.640 4 东大街项目 锦江区 3.07 1900 0.62 3.520 3 仁恒置地广场 锦江区 3.43 1990 0.58 — 2 航天科技大厦 锦江区 6.00 2880 0.48 — 3 西部国金 锦江区 1.48 843 0.57 10.410 3 融御大楼 锦江区 7.30 3010 0.41 0.562 3 海桐三期 锦江区 7.90 2959 0.37 8.300 4 滨江30号地块 高新区 6.80 2740 0.40 10.700 3 半岛城邦 高新区 4.50 2021 0.45 6.600 9 龙湖世纪城 高新区 2.79 1800 0.65 33.190 8 川大科技园 双流区 3.92 1894 0.48 5.290 3 水电·云立方 龙泉驿 5.98 2400 0.40 5.500 3 视高天府公园 天府新区 6.48 2400 0.37 7.320 3 学府城 天府新区 4.99 2290 0.46 1.420 4 2266 0.45 2.720 2 仁中风华一期 天府新区 5.64 2400 0.43 5.980 6 驿都水岸丽园 天府新区 5.58 2524 0.45 17.500 1 5.00 2162 0.43 18.630 2 东方希望天祥 武侯区 4.39 2000 0.50 1.160 3 海洋乐园 武侯区 6.55 2500 0.38 4.260 6 中邮金融中心 武侯区 5.74 2400 0.42 2.200 3 田园晶品 新都区 3.1 1697 0.55 3.720 6 注： frk为岩石天然单轴抗压强度标准值；fa为承载力特征值；ψ为折减系数。表2中,成都主城八区中等风化泥岩地基承载力特征值试验值70%以上集中在1500～2500 kPa,较规范DB51T5026建议最大值普遍大1.5倍以上,统计原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验结果得出折减系数分布在0.37～0.70,总体值大于0.5（表3）；综合可见,折减系数呈现出随单轴抗压强度增加而递减的趋势。
表 3 折减系数和承载力特征值建议值Table 3. Recommended values of reduction coefficient and characteristic value of bearing capacityfrk/MPa ψ fa/kPa 说明 <2 0.7 500~1400 符号意义同表2,岩石单轴抗压强度为天然状态 2~4 0.5~0.7 1400~2000 4~6 0.4~0.5 2000~2400 6~8 0.37~0.4 2400~3000 >8 0.37 >3000 表3所列的统计结果对于岩石单轴抗压强度小于2 MPa和大于8 MPa的岩体,由于没有试验样本,可分别取统计数据中折减系数最高区段和最低区段的ψ值,即取0.7,0.37,承载力特征值最小值按现行规范[12]最小值500 kPa考虑。同时,上述统计结果多数是在未加载到岩基破坏的试验条件下得到的,实际的折减系数比该统计值还要大。但是,仍要注意的是,表3中岩石单轴抗压强度为天然状态,若当基岩浸水软化时,需要适当考虑折减系数减小。
3. 承载力的影响因素分析
进一步依托成都高新区在建的某超高层建筑项目,探讨不同承压板直径对研究区中等风化泥岩地基承载力取值的影响。
3.1 场地条件
该超高层建筑位于成都市南部天府新区秦皇寺中央商务区。场地地貌单元属宽缓浅丘,为剥蚀型浅丘陵地貌,建筑基础底板持力层为侏罗系蓬莱镇组（J3p）中等风化泥岩。泥岩天然密度2.48 g/cm3、自然状态下单轴抗压强度平均值6.00 MPa、饱和状态单轴抗压强度平均值3.88 MPa。三轴天然抗剪强度参数平均值内摩擦角为37.9°,黏聚力为0.8 MPa。同时,根据钻孔波速测得岩体波速为2200～3200 m/s；室内岩块波速平均值为2370 m/s。
3.2 试验方案
承压板载荷试验在场地开挖的3口深井平硐中进行（编号分别为SJ01,SJ02,SJ03）。试验点点位见图3所示。
图3中,SJ01深30 m（高程459.06 m）、SJ02深36 m（高程451.15 m）、SJ03深39 m（高程447.57 m）,井底平硐长×宽×高为2 m×2 m×8 m。每一平硐内分别开展承压板直径R为300,500,800 mm的载荷试验各1组,共9组。载荷试验操作过程严格参考规范[16],开挖至目标层后对试验点进行粗砂找平,放置承压板、千斤顶、百分表等试验设备。检查无误后采用慢速维持加载法加载,加载分8～12级,每级加载后连续三次读数之差均不大于0.01 mm可施加下一级荷载；当某级荷载下24 h变形速率不能达到相对稳定标准或本级荷载的变形量大于前级荷载变形量的5倍或承压板周边的岩土出现明显隆起或径向裂缝持续发展等现象终止加载。试验现场照片见图4。
试验数据绘制p–s曲线,曲线起始直线段终点的前一级荷载为比例界限荷载；终载前一级荷载为极限荷载。将极限荷载除以3的安全系数,所得值与对应于比例界限的荷载相比较,取小值定为承载力特征值。
3.3 试验结果分析
典型p–s曲线见图5所示。
![]()
图 5 p–s曲线（以02深井300 mm承压板为例）Figure 5. p–s curves (deep well No. 2, plate diameter 300 mm)（1）曲线整体上表现出变形随着荷载的增大而逐渐增大。
（2）以SJ02中直径300 mm载荷试验结果为例,试验荷载分12级加载,试验结束荷载为7800 kPa。加载结束时,位移持续增加且不能稳定,累计变形量为4.182 mm。从曲线上均可直接读出比例界限荷载和极限荷载。曲线第一个拐点（2400 kPa）对应的前一级荷载（2100 kPa）为比例界限荷载；极限荷载为曲线第二个拐点（7800 kPa）对应的前一级荷载（6300 kPa）。极限荷载的1/3与比例界限荷载对比取小值为承载力特征值,即为2100 kPa。
承载板直径与承载力特征值之间的关系见图6所示。其他试验点试验结果统计见表4所示。
表 4 研究区中等风化泥岩承载力特征值试验值统计表（承压板载荷试验）Table 4. In-suit test values of bearing capacity of moderately weathered mudstone in study area试验点号
竖井编号承压板直径D/mm 原位试验 极限值/3对应荷载fa/kPa 岩体完整性指数Kv 最大加载量/kPa 比例界限对应荷载/kPa 终止条件 裂缝情况 SJ01
（459.06 m）300 9000 3000 趋近试验装置系统极限 无 2400 0.46 500 9600 2400 位移持续增大,不能稳定 无 2400 0.46 800 6300 2700 沉降增大,大于前一级沉降量的5倍 有 2300 0.43 SJ02
（451.15 m）300 7800 2400 变形不能保持稳定 有 2100 0.39 500 10800 2400 变形不能保持稳定 无 2000 0.39 800 11700 2700 沉降增大,大于前一级沉降量的2倍 有 2100 0.39 SJ03
（447.54 m）300 11800 3600 趋近试验装置系统极限 有 2800 0.49 500 9600 3000 趋近试验装置系统极限 有 3000 0.50 800 10800 3600 支硐上壁无法提供足够反力 无 2700 0.43 对于同一平硐,中等风化泥岩地基承载力特征值差异小于10%。具体来说,SJ01深井泥岩承载力特征值为2300～2400 kPa；SJ02深井泥岩承载力特征值为2000～2100 kPa；SJ03深井泥岩承载力特征值为2700～3000 kPa。说明,相似性状的泥岩,载荷板尺寸对于其地基承载力性能影响程度不大（见图7所示）,可推测基础宽度对于同一性状的中等风化泥岩地基承载力的影响不明显。
不同平硐内试验结果略有差异,与岩体个体差异尤其是岩体完整性和矿物组分不无关系,试验表明：三口平硐内泥岩岩体完整性指数分别为0.43～0.46,0.39,0.43～0.50；黏土矿物含量分别为29%～30%,36%～47%,17%～25%。上述差异导致不同平硐内中等风化泥岩地基承载性能出现差异。另外,岩石地基承载性能差异亦是试验环境条件、操作人为误差等因素综合影响所造成,需进一步详细甄别和探讨。
4. 承载力确定方法讨论
4.1 承载力特征值修正折减法
上述超高层建筑项目中,3口深井平硐中进行承压板载荷试验同时亦在300 mm压板试验点位附近各取3个试样进行了室内单轴抗压强度试验（试验参照规范[16]）,对修正折减系数法进行验证验证。根据（DB51/T5026—2001）[13]和（GB50007—2011）[6]中确定承载力特征值
fa 公式为fa=ψfrk, (1) 式中,
fa 为岩石地基承载力特征值（kPa）,frk 为岩石饱和单轴抗压强度标准值（kPa）,软岩取为天然单轴抗压强度标准值）,ψ 为折减系数,由当地经验确定。结合前述研究,对式（1）参数进行修正,得
fa=ψ′frk, (2) 式中,
fa 为岩石地基承载力特征值（kPa）,frk 为岩石饱和单轴抗压强度标准值（kPa,软岩取为天然单轴抗压强度标准值）,ψ′ 为修正折减系数（按表3选取）。试验及验证结果见表5所示。
表 5 修正折减系数法验证结果Table 5. Test results of modified reduction coefficient method竖井编号 编号 fa/kPa frk/MPa 平均frk/MPa ψ 计算值 差异/% SJ01 1 2400 4.9 5.96 0.40 2384 0.6 2 5.8 3 7.19 SJ02 1 2100 3.47 4 0.50 2000 4.7 2 3.78 3 4.39 SJ03 1 2800 6.89 7.1 0.39 2769 1.1 2 8.31 3 8.41 从表5中计算结果可见,本文所提出的折减系数修正法所估算的岩基承载力特征值与原位载荷试验结果相近,差异在5%以内,效果较好,可以作为承载力计算的依据。根据单轴抗压强度分区不同其修正系数可按表3选取,取值区间可采用线性内插来确定。
4.2 旁压试验适宜性探讨
旁压试验其实质是横向载荷试验。软岩中旁压临塑荷载既与岩石单轴抗压强度有关又与岩体的裂隙发育程度有关,利用旁压试验能更好地反映工程岩体的实际强度[10-11]。近年来,在长沙等地得到广泛应用,然而其在成都地区中等风化泥岩中的适宜性仍需进一步探讨。在上述项目场地中14口勘察钻孔+3口对比钻孔中旁压试验（见图5）,测试深度15～30 m不等。其中,3口对比钻孔TL05,JK14,JK12紧邻SJ01,SJ02,SJ03使试验结果具有可对比性。
采用PM-2B型预钻式旁压仪进行试验（见图7）,主机尺寸23 cm×36 cm×90 cm,最大压力6 MPa,试验操作严格参考规范[17,18],根据试验结果绘制P–V曲线,进一步确定初始压力P0和临塑压力Pf。两个压力差值为承载力特征值fak。
旁压试验结果见表6所示。
表 6 旁压试验结果统计表Table 6. Results of pressuremeter tests钻孔编号 测试深度/m Pf/kPa P0/kPa fa/kPa 钻孔波速/(m·s-1) 岩体完整性指数Kv JK04 28.5 3002.4 625.2 2377.2 2465 0.380 JK03 21.0 1399.5 350.0 1049.5 1873 0.231 JK10 20.0 1294.2 310.5 983.7 2023 0.256 JK12 13.0 1495.5 311.2 1184.3 2160 0.292 JK12 20.0 2670.0 698.5 1971.5 2204 0.304 JK14 28.0 3753.0 850.6 2902.4 2912 0.507 TL01 26.5 3790.2 849.6 2940.6 2445 0.414 TL03 18.5 4085.1 1120.3 2964.8 2754 0.530 TL05 28.0 2828.4 475.6 2352.8 2542 0.447 TL11 20.5 3715.9 850.6 2865.3 3013 0.469 TL13 16.5 3342.3 942.3 2400.0 2555 0.452 TL13 23.0 2209.1 487.2 1721.9 2241 0.348 TL14 17.5 2300.5 422.1 1878.4 2613 0.473 TL16 14.5 2489.0 475.6 2013.4 2178 0.296 TL16 20.5 2737.9 475.6 2262.3 2824 0.498 TL18 23.0 2590.6 432.2 2158.4 2523 0.441 TL22 23.0 2856.7 511.2 2345.5 2930 0.415 TL25 24.5 2707.0 530.1 2176.9 2347 0.381 TL25 26.0 4773.5 681.2 4092.3 3094 0.663 TL35 23.0 3032.5 625.2 2407.3 2659 0.490 TL37 18.0 2494.4 550.0 1944.4 2690 0.501 从表6中可见,中等风化泥岩地基承载力特征值测试结果最小值为983.7 kPa,最大值为4092.3 kPa,范围较大,这与每一测试孔测试时周围环境、成孔质量、岩体质量、测试深度等有一定关系。因测试时环境和成孔质量属于随机无量化指标的影响因素。进一步对比表4,6中深井及其对比钻孔试验结果,以探究旁压试验适宜性。以深井平硐内的承压板试验结果为基准。对比结果见图8所示。
对比结果显示,各测点的泥岩均为中等风化泥岩,测试深度、岩体完整性均相似,两种方法测试结果极为相近。尤其是深井SJ01和钻孔TL05,测试深度分别为30 m和28 m,岩体完整性指数均为0.46左右,得到的地基承载力特征值2300 kPa范围,可以认为采用承压板载荷试验、钻孔旁压试验确定的泥岩地基承载力特征值fa可互为印证。
5. 结论
本文通过对24个场地约100个原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验工程案例进行对比分析,讨论了成都地区中等风化泥岩计算公式中折减系数取值。进一步,依托成都高新区在建的某超高层建筑项目,探讨了修正折减系数法和旁压试验结果作为设计依据的建议。
（1）成都主城八区中等风化泥岩地基承载力特征值主要集中在1500～2500 kPa。
（2）统计原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验结果得出折减系数分布在0.37～0.70,总体值大于0.5。
（3）本文所提出的折减系数修正法所估算的岩基承载力特征值在实际工程中实用性较强,其估算结果与原位载荷试验结果差异在5%以内,效果较好,可以作为承载力计算的依据。
（4）对于相似性状的泥岩,泥岩地基承载力受承压板直径影响不显著；且承压板载荷试验、钻孔旁压试验确定的地基承载力特征值可互为印证；
（5）上述成果,可用于该地区同类岩石地基参考,但是岩土体物理力学参数间的相关性取决于样本容量,对上述相关内容的细化有待更多的试验对比和检验及完善。
-
![]()
图 6 双层支护方案围岩变形与时间关系
Figure 6. Relationship between deformation and time of surrounding rock under double-layer support
![]()
图 8 超前导洞方案围岩变形与时间关系
Figure 8. Relationship between deformation and time of surrounding rock conder advanced pilot
表 1 地质构造情况
Table 1 Conditions of geological structure
名称 主要特征 对工程影响评价 大脑包正断层 断层与线位相交,交角约65°。为一倾NE正断层,倾角为65°,断层带宽约100 m,断层NE盘出露地层C2-3灰岩夹页岩；NW盘岩层为∈1c砂岩夹页岩。断层带岩体较破碎,灰岩多呈角砾状及砂土状,页岩层间褶曲较发育,层理变化较大。 断层带岩体较破碎,完整性较差,对隧道影响大。 小箐断层 断层与线位相交,交角约76°。断层走向N6°E,倾向、倾角不明,断层带宽约50~80 m,断层两盘岩层均为∈1c砂岩夹页岩。断层带岩体较破碎,页岩层间褶曲较发育,层理变化较大。 断层带岩体较破碎,完整性较差,对隧道影响大。 脚步哨逆断层 断层与线位相交,交角84°。为一倾NE逆断层,倾角60°。倾向南东,断层NE为∈1c灰岩夹页岩；NW盘岩层为T2白云岩及P2β玄武岩,岩体完整性差,地表多呈碎屑状。 断层带岩性较杂,风化差异大,富水性好,对隧道影响大。 
下载: 导出CSV
表 2 支护受力监测结果
Table 2 Monitoring results of support forces
断面里程 钢支撑内力/MPa 喷混凝土应力/MPa 围岩压力/MPa 设计值 实测值 最值位置 设计值 实测值 最值位置 实测值 最值位置 PDK723+330 188/-260 98.2/-392.6 仰拱内侧/右拱脚内侧 2.0/-24.2 2.0/-24.2 右拱脚内侧/右边墙外侧 0.839 右边墙 PDK723+340 188/-260 410.7/-419.3 右拱腰内外两侧 2.0/-24.2 -/-46.4 右拱腰外测 0.837 左边墙 PDK723+350 188/-260 219.6/-415.0 左拱脚内侧/左拱脚外侧 2.0/-24.2 27.0/-27.0 左拱脚内侧/右边墙外侧 1.087 左边墙 PDK723+360 188/-260 -/-312.4 右拱腰内侧 2.0/-24.2 9.2/-36.0 右拱脚外侧/右边墙内侧 0.827 右边墙 PDK723+370 188/-260 -/-301.6 左拱脚外侧 2.0/-24.2 -/-19.4 左边墙外侧 0.819 左边墙 PDK723+380 188/-260 -/-259.3 拱顶外侧 2.0/-24.2 8.4/-26.3 右拱腰内侧/右拱腰内侧 0.982 右拱腰
下载: 导出CSV
表 3 试验工况
Table 3 Test schemes
工况 试验方案 试验段落 1 原单层设计支护方案：预留30 cm变形量、全环I20b钢拱架、纵向Φ25钢筋连接。 DK724+010—DK724+040 2 让抗结合的双层支护方案：下台阶与仰拱一次性开挖或分阶段开挖（预留30 cm+15 cm变形量,格栅柔性支护与型钢拱架刚性支护并用）。 DK724+040—DK724+120 3 刚性强支方案：单层支护+拱架加强+扩大拱脚及靴套+优化锁脚锚杆套管（预留60 cm变形量、全环H175钢拱架、纵向I14型钢连接、Φ76锁脚锚杆套管）。 DK724+120—DK724+180 4 超前导洞+扩挖方案：超前导洞同平导设计、正洞预留30 cm变形量,全环I25b钢拱架、拱墙C30喷射纤维混凝土、纵向I14型钢连接。 DK724+180—DK724+230
下载: 导出CSV
表 4 刚性强支支护参数
Table 4 Parameters of rigid strong support
项目 支护参数 初期支护 预留变形量 60 cm 喷混凝土 全环喷33 cm厚的C30混凝土、拱墙采用纤维混凝土 超前支护 Φ42小导管预注浆、长4.5 m、环向间距40 cm、每环38根 系统锚杆 拱部ΦG32自进式锚杆、长6 m；边墙Φ22砂浆锚杆、长6 m、间距0.8×0.8 m 锁脚锚杆 ΦG32自进式锚杆、长6 m、8根 钢架 全环H175型钢、间距0.5 m 钢筋网 Φ8双层钢筋网、间距10 cm×10 cm 纵向连接 I14型钢钢架、间距1.0 m 其他措施 拱腰及边墙钢架接头处设置4排Φ60深孔注浆钢花管、纵向间距0.6 m、每根长8 m；浅孔注浆管、注浆孔间距1.2 m(环)×0.6 m(纵) 二次衬砌 C35钢筋混凝土、钢筋环向采用Φ25@20 cm,纵向采用Φ14@20 cm,箍筋采用Φ10@20 cm,拱墙厚60 cm,仰拱厚70 cm
下载: 导出CSV
表 5 正洞扩挖支护参数
Table 5 Parameters of expansion excavation of tunnel
项目 支护参数 初期支护 预留变形量 30 cm 喷混凝土 全环喷33cm厚C30混凝土,拱墙采用纤维混凝土 超前支护 Φ42小导管预注浆、长4.5 m、环向间距40 cm、每环38根 系统锚杆 拱部ΦG32自进式锚杆、长6 m；边墙Φ22砂浆锚杆、长6 m、间距0.8×0.8 m 锁脚锚杆 ΦG32自进式锚杆、长6 m、8根 钢架 全环I25b型钢、间距0.5 m 钢筋网 Φ8双层钢筋网、间距10 cm×10 cm 纵向连接 I14型钢钢架、间距1.0 m 其他措施 拱腰及边墙钢架接头处设置4排Φ60深孔注浆钢花管、纵向间距0.6 m、每根长8 m；浅孔注浆管、注浆孔间距1.2 m(环)×0.6 m(纵) 二次衬砌 C35钢筋混凝土、钢筋环向采用Φ25@20 cm,纵向采用Φ14@20 cm,箍筋采用Φ10@20 cm,拱墙厚60 cm,仰拱厚70 cm
下载: 导出CSV
表 6 试验方案对比分析
Table 6 Comparative analysis of test schemes
试验方案 工况 里程 预留变形量/cm 长度/m 换拱率/% 日变形速率最值/(cm·d-1) 最大累计变形量/cm 最大拱顶沉降/cm 月开挖进尺/m 1 原单层设计支护方案 DK724+010—DK724+040 30 30 100 4.2 69.5 34.6 15 2 双层支护方案(下台阶与仰拱同步施作) DK724+040—DK724+080 30+15 40 84 3.8 49.5 18.9 20 双层支护方案(下台阶与仰拱分阶段施作) DK724+080—DK724+120 30+15 40 0 3.4 44.5 17.8 40 3 刚性强支方案 DK724+120—DK724+180 60 60 0 3.2 54.3 26.2 90 4 超前导洞+扩挖 DK724+180—DK724+230 40+30 50 0 2.8 28.4 14.3 60 注： 试验方案4变形数值为扩挖主洞的围岩变形值。
下载: 导出CSV
-
[1] 江权, 冯夏庭, 李邵均, 等. 高应力下大型硬岩地下洞室群稳定性设计优化的裂化–抑制法及其应用[J]. 岩石力学与工程学报, 2019, 38(6): 1081-1101. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201906002.htm JIANG Quan, FENG Xia-ting, LI Shao-jun, et al. Cracking-restraint design method for large underground caverns with hard rock under high geostress condition and its practical application[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2019, 38(6): 1081-1101. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201906002.htm
[2] 王梦恕. 中国隧道及地下工程修建技术[M]. 北京: 人民交通出版社, 2010. WANG Meng-shu. Tunnelling and Underground Engineering Technology in China[M]. Beijing: China Communications Press, 2010. (in Chinese)
[3] 何满潮, 景海河, 孙晓明. 软岩工程力学[M]. 北京: 科学出版社, 2002. HE Man-chao, JING Hai-he, SUN Xiao-ming. Engineering Mechanics of Soft Rock[M]. Beijing: Science Press, 2002. (in Chinese)
[4] 关宝树, 赵勇. 软弱围岩隧道施工技术[M]. 北京: 人民交通出版社, 2011. GUAN Bao-shu, ZHAO Yong. Construction Technology of Tunnel in Soft Surrounding Rock[M]. Beijing: China Communications Press, 2011. (in Chinese)
[5] 赵勇. 隧道软弱围岩变形机制与控制技术研究究[D]. 北京: 北京交通大学, 2012. ZHAO Yong. Study on Deformation Mechanism and Control Technology of Weak Rock Surrounding Tunnel[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2012. (in Chinese)
[6] 近藤敏达. NATM调查·计测と施工管理の问题点[J]. 施工技术, 1977(11): 76-80. KONDO T. The management problem of measurement and control in tunnel construction with the NATM[J]. Construction Technology, 1977(11): 76-80. (in Japanese)
[7] ORESTEPP P. Modelling progressive hardening of shotcrete in convergence-confinement approach to tunnel design[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1997, 12(3): 425-431. doi: 10.1016/S0886-7798(97)00033-3
[8] KIMURAF , OKABAYASHIN , KAWAMOTOT . Tunneling through squeezing rock in two large fault zones of the Enasan tunnel II[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 1987, 20(3): 151-166. doi: 10.1007/BF01020366
[9] 薛兴伟. 高地应力强膨胀性泥灰质岩隧道多层拱架支护施工应用研究[J]. 铁道建筑技术, 2017(8): 77-83. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDJS201708019.htm XUE Xing-wei. Application research on construction of hight geostress and high-expansion marl tunnel multiple arch support[J]. Railway Construction Technology, 2017(8): 77-83. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDJS201708019.htm
[10] 张德华, 刘士海, 任少强. 高地应力软岩隧道中型钢与格栅支护适应性现场对比试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2014, 33(11): 2258-2266. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201411010.htm ZHANG De-hua, LIU Shi-hai, RENG Shao-qiang. Research on selection of steel and steel grid for tunnel support in soft rock with high geostress[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33(11): 2258-2266. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201411010.htm
[11] 丁远振, 谭忠盛, 马栋. 高地应力断层带软岩隧道变形特征与控制措施研究[J]. 土木工程学报, 2017, 50(增刊1): 129-134. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TMGC2017S1023.htm DING Yuan-zhen, TAN Zhong-sheng, MA Dong. Study on large deformation characteristics and control measures of soft rock tunnel in fault zone with high geostress[J]. China Civil Engineering Journal, 2017, 50(S1): 129-134. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TMGC2017S1023.htm
[12] 张祉道. 家竹箐隧道施工中支护大变形的整治[J]. 世界隧道, 1997(1): 7-16. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XDSD199701001.htm ZHANG Zhi-dao. Regulation of support large deformation for Jiazhuqing tunnel in construction[J]. Modern Tunneling Technology, 1997(1): 7-16. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XDSD199701001.htm
[13] 李国良, 朱永全. 乌鞘岭隧道高地应力软弱围岩大变形控制技术[J]. 铁道工程学报, 2008(3): 54-59. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDGC200803010.htm LI Guo-liang, ZHU Yong-quan. Control technology for large deformation of high land stressed weak rock in wushaoling tunnel[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2008(3): 54-59. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDGC200803010.htm
[14] 刘高, 张帆宇, 李新召, 等. 木寨岭隧道大变形特征及机理分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24(增刊2): 5521-5526. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2005S2045.htm LIU Gao, ZHANG Fan-yu, LI Xin-zhao, et al. Research on large deformation and its mechanism of Muzhailing tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(S2): 5521-5526. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2005S2045.htm
[15] 李术才, 徐飞, 李利平, 等. 隧道工程大变形研究现状、问题与对策及新型支护体系应用介绍[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(7): 1366-1376. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201607007.htm LI Shu-cai, XU Fei, LI Li-ping. et al. State of the art: challenge and methods on large deformation in tunnel engineering and introduction of a new type supporting system[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(7): 1366-1376. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201607007.htm
[16] 王道远, 崔光耀, 袁金秀, 等. 强震区隧道施工塌方段震害机理及处治技术研究[J]. 岩土工程学报, 2018, 40(2): 353-359. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201802022.htm WANG Dao-yuan, CUI Guang-yao, YUAN Jin-xiu, et al. Research on seismic damage mechanism and treatment technologies of construction landslide section of the highway tunnel in highly seismic region[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2018, 40(2): 353-359. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201802022.htm
[17] 王道远, 袁金秀, 朱永全, 等. 硬塑–流塑浅埋黄土隧道变形特性及合理预留变形量模型试验研究[J]. 岩土力学, 2019, 40(10): 1-10. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201910016.htm WANG Dao-yuan, YUAN Jin-xiu, ZHU Yong-quan, et al. Model test study on deformation characteristics and reasonable reserved deformation of shallow buried loess tunnel with hard-flow plastic[J]. Rock and Soil Mechanics, 2019, 40(10): 1-10. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201910016.htm
[18] 王道远, 王庆磊, 袁金秀, 等. 软弱围岩隧道预衬砌法实施效果模型试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2019, 38(增刊1): 2790-2797. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2019S1019.htm WANG Dao-yuan, WANG Qing-lei, YUAN Jin-xiu, et al. Model test research on implementation effect of pre-lining method of tunnel in weak surrounding rock[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2019, 39(S1): 2790-2797. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2019S1019.htm
-
期刊类型引用(0)
其他类型引用(4)
计量
- 文章访问数: 362
- HTML全文浏览量: 29
- PDF下载量: 282
- 被引次数: 4
